Содержание к диссертации
Введение
1. Анализ научно-технической информации по проблеме повышения работоспособности режущего инструмента на операциях прерывистого резания путем нанесения износостойких покрытий 9
1.1. Механизм износа и разрушения режущего инструмента на операциях прерывистого резания 9
1.2. Применение износостойких покрытий для повышения эффективности режущего инструмента на операциях прерывистого резания 15
1.3. Принципы конструирования многослойных покрытий для твердосплавного режущего инструмента, работающего в условиях прерывистого резания 35
1.4. Выводы. Цель и задачи работы 41
2. Методика проведения исследований 45
2.1. Инструментальные и обрабатываемые материалы 45
2.2. Оборудование для нанесения покрытий. Виды покрытий и способы их нанесения 46
2.3. Исследование параметров структуры и свойств покрытий 50
2.4. Исследование работоспособности режущего инструмента с покрытием..- 55
2.5. Обработка результатов экспериментальных исследований 56
3. Теоретико-экспериментальное обоснование выбора конструкции многослойного покрытия 61
3.1. Требования к многослойному покрытию и принцип его формирования 61
3.2. Экспериментальная проверка эффективности многослойных покрытий. Принцип конструирования многослойного покрытия 104
3.3. Выводы 123
4. Разработка конструкции многослойного покрытия для условий прерывистого резания
4.1. Технологические режимы конденсации многослойного покрытия 125
4.2. Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на его структурные параметры и механические свойства 127
4.3. Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на процессы трещинообразования и интенсивность изнашивания режущего инструмента 139
4.4. Выводы 148
5. Исследование эффективности применения торцовых фрез с разработанным многослойным покрытием 149
5.1. Исследование влияния элементов режима резания на работоспособность режущего инструмента с многослойным покрытием 149
5.2. Исследование влияния схемы торцового фрезерования и переточки на работоспособность режущего инструмента с многослойным покрытием 157
5.3. Опытно-промышленные испытания режущего инструмента с разработанным покрытием 159
5.4. Технико-экономическое обоснование применения режущего инструмента с износостойкими покрытиями 161
5.5. Выводы 165
Заключение 166
Список литературы 169
Приложения 184
- Применение износостойких покрытий для повышения эффективности режущего инструмента на операциях прерывистого резания
- Оборудование для нанесения покрытий. Виды покрытий и способы их нанесения
- Экспериментальная проверка эффективности многослойных покрытий. Принцип конструирования многослойного покрытия
- Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на его структурные параметры и механические свойства
Введение к работе
Важнейшими условиями развития экономики являются ускорение научно-технического прогресса, рациональное использование всех видов ресурсов, создание и широкое использование высокопроизводительных, ресурсосберегающих, гибких технологий, повышающих качество выпускаемых изделий и их конкурентоспособность. Создание новых технологий неразрывно связано с интенсификацией процессов механической обработки, комплексной механизацией и автоматизацией производства на основе использования информационных технологий, охватывающей все стадии производственных процессов. Интенсификация производства, внедрение новых прогрессивных технологических процессов, современного высокопроизводительного оборудования (станков с ЧПУ, обрабатывающих центров, автоматических линий), создание новых труднообрабатываемых материалов приводит к ужесточению условий эксплуатации режущего инструмента (РИ) и возрастанию требований, предъявляемых к его качеству.
Кроме того, на возрастающую роль РИ в повышении эффективности станочного оборудования указывает и тенденция увеличения затрат на РИ при изготовлении деталей машин. Следовательно, возрастает роль РИ, который во многом определяет эффективность использования как универсального, так и автоматизированного станочного оборудования. Таким образом, повышение работоспособности РИ за счет роста его периода стойкости и надежности является одним из главных резервов повышения эффективности производства.
Работоспособность РИ является функцией сложных процессов контактного взаимодействия инструментального (ИМ) и обрабатываемого (ОМ) материалов, определяемых большим числом различных факторов. Например, это свойства ОМ и ИМ, и их зависимость от условий процесса резания, геометрия режущей части РИ, наличие смазочно-охлаждающих технологических средств (СОТС) и условия их применения, режимы обработки и кинематика перемещения взаимодействующих поверхностей РИ и заготовки и т. д. К числу важнейших факторов, определяющих работоспособность РИ, принадлежат свойства ИМ, При этом следует отметить, что некоторые свойства ИМ являются взаимоисключающими. Например, рост твердости и теплостойкости приводит к снижению прочностных характеристик и ударной вязкости. Поэтому сочетать такие свойства в объеме монолитного тела, составляющего режущую часть РИ, практически невозможно.
Работоспособность РИ зависит от физико-механических свойств его рабочих поверхностей, которые в первую очередь определяются их структурой. В
связи с этим важное значение имеет широкое внедрение методов поверхностного упрочнения РИ. Применение методов поверхностного упрочнения рабочих поверхностей РИ позволяет получить высокую твердость и износостойкость поверхностного слоя в сочетании с высокой прочностью и вязкостью основы, что обеспечивает существенное повышение эксплуатационных свойств РИ.
Одним из перспективных способов повышения работоспособности РИ является нанесение на его рабочие поверхности износостойких покрытий. Из разработанных в нашей стране методов нанесения покрытий наиболее широкое применение получил метод конденсации вещества в вакууме с ионной бомбардировкой (метод КИБ). Метод КИБ универсален с точки зрения возможности нанесения на рабочие поверхности РИ износостойких покрытий различного состава и строения, позволяющих изменять свойства поверхностного слоя РИ в широких пределах. Следует отметить, развитие износостойких покрытий направлено по пути разработки многослойных покрытий (МП), которые являются наиболее перспективными и получают все более широкое применение в инструментальном производстве.
Однако, несмотря на широкое применение МП КИБ в промышленности (широкое внедрение данных покрытий в инструментальном производстве пришлось на начало 80-х гт), вопрос о конструировании покрытия и выбора его состава остается открытым. При конструировании износостойких МП различных технологий нанесения исследователи руководствуются принципами, учитывающими либо механизм износа, либо напряженное и тепловое состояние РИ. Тем не менее, существующие принципы конструирования МП имеют недостатки, ограничивающие области применения данных теорий. Отсутствуют рекомендации по построению МП для РИ, работающего в условиях прерывистого резания на основе анализа процессов трещинообразования, исследования параметров трещиностойкости и механических свойств МП, а также напряженного состояния внутри покрытия (в том числе и при его разрушении) и на его границе с инструментальной основой.
Работа выполнена на кафедре «Металлорежущие станки и инструменты» Ульяновского государственного технического университета (УлГТУ) в рамках госбюджетных НИР УлГТУ и научно-технической программы «Научные исследования высшей школы по приоритетным направлениям науки и техники», подпрограмма «Производственные технологии».
На защиту выносятся:
1. Результаты теоретико-экспериментальных исследований выбора конструкции МП, работающего в условиях прерывистого резания, в частности физические модели напряженного состояния на границах покрытия, результаты исследований физико-механических свойств покрытий, используемых в качест-
ве отдельных слоев МП, принципы построения МП повышенной трещи ностой-кости и с повышенными адгезионно-прочностными свойствами, результаты исследований механических свойств МП и динамики их разрушения в процессе резания.
2. Результаты экспериментальных исследований влияния конструкции
МП на их структурные параметры, механические свойства, динамику разруше
ния и интенсивность изнашивания РИ.
Технологические режимы нанесения МП на твердосплавный РИ, работающий в условиях прерывистого резания.
Результаты экспериментальных исследований работоспособности РИ с разработанными МП при обработке резанием заготовок из углеродистых и низколегированных сталей и результаты опытно-промышленных испытаний.
Работа выполнена с использованием основных положений теории резания материалов, физики твердого тела, механики разрушения, современных методов микрорентгеноструктурного анализа, математических методов моделирования и статистической обработки экспериментальных данных на ЭВМ. Теоретические положения работы подтверждены лабораторными исследованиями и производственными испытаниями.
Практическая ценность работы заключается в:
разработанных конструкциях МП, рекомендациях по толщинам их слоев, обеспечивающих максимальную работоспособность РИ;
разработанных технологических режимах нанесения МП и средств технологического оснащения процесса КИБ;
результатах опытно-промышленных испытаний, выполненных в произ- « водственных условиях ОАО «Утес» и ОАО «УКБП» (г. Ульяновск);
результатах исследований, внедренных в учебный процесс УлГТУ в читаемые курсы лекций.
Основные положения работы доложены на международных, всероссийских, региональных конференциях, научно-технических семинарах. По теме диссертации опубликовано 23 работы, получены 3 патента на изобретения и 5 свидетельств на полезные модели.
Применение износостойких покрытий для повышения эффективности режущего инструмента на операциях прерывистого резания
Как было показано в п. 1.1, основной причиной потери работоспособности твердосплавного РИ при прерывистом резании являются процессы трещинообразования, приводящие к разрушению его режущей части. В связи с этим основные усилия исследователей были направлены на создание ИМ, обладающего высокой трещиностойкостью. Эффективным решением этой проблемы явилось создание и использование покрытий, обладающих высокой твердостью, энергоемкостью, мелкозернистой структурой с минимальным количеством дефектов и стойкостью к окислению [31 - 89].
Начало широкого использования РИ с покрытиями в машиностроении промышленно развитых стран пришлось на середину 80-х гг и было обусловлено его высокой эффективностью и удачными технологическими решениями нанесения покрытий. В этот же период были разработаны и внедрены в промышленное производство различные методы и оборудование для нанесения покрытий на твердосплавные и быстрорежущие РИ [31 - 34, 36-41], позволяющие повысить стойкость твердосплавного РИ в 2 и более раз (в зависимости от условий обработки) и форсировать скорость резания на 30 - 60 % и выше [31, 32, 42 - 44, 51, 52, 68]. В настоящее время твердые сплавы с покрытиями являются наиболее распространенными инструментальными материалами, применяемыми в промышленно развитых странах [51, 52, 54, 66, 88, 89]. Ведущие фирмы-производители режущего инструмента , такие как «Сандвик Коромант» (Sandvik Coromant, Швеция), «Теледайн» (Teledyn, США), «Планзее Тицит» (Plansee Tizit, Австрия), «Крупп Видиа» (Krupp Widia, Германия), «Кеннаметал-Хертель» (Kennametal-Hertel, США), «Бал-зерс» (Balzers Tool Coating Inc, США), «Малти-Арк» (Multy-Arc Inc, США), «Сумитомо Электрик» (Sumitomo Electric, Япония) и др. отводят существенное место в ассортименте своей продукции РИ с покрытиями [51, 52, 54, 66, 88, 89].
Исследованиям возможности применения покрытий для повышения работоспособности РИ на операциях механической обработки посвящены работы Аникеева А.И., Быкова Ю.М., Верещака А.С., Деревлева П.С., Кабал-дина Ю.Г,, Касьянова СВ., Киле А.А., Мацевитого В.М., Паладина Н.М., Смирнова М.Ю., Солодкова В.А., Табакова В.П., Третьякова И.П., Фадеева B.C., Ширманова Н.А. и др. В результате этих исследований были разработаны новые конструкции покрытий (сложные многокомпонентные покрытия на основе нитридов, карбонитридов и оксикарбонитридов) и технологии их получения (технология КТР, нанесение покрытий из составных катодов и др.), позволившие повысить эффективность их использования и расширить область применения.
В настоящее время разработано несколько основных методов нанесения покрытий на рабочие поверхности РИ [36], классификация которых основывается на учете специфики процессов формирования покрытий. Существующие методы можно разделить на 3 основные группы (рис.1.3). Наибольшее распространение среди них получили методы химического осаждения из паровой фазы (ХОП) и методы физического осаждения из пароплаз-менной фазы (ФОП) [36 - 38].
Методы ХОП применяются для нанесения покрытий на основе карбидов, нитридов, карбонитридов и оксидов тугоплавких металлов на многогранные неперетачиваемые твердосплавные пластинки (СМП) [36 - 38, 40, 41]. Отличительной особенностью покрытий ХОП является формирование переходной зоны между покрытием и твердосплавной основой (rj-фазы). Процессы ХОП протекают при температурах 800 - 1100 С, что исключает их использование для упрочнения инструментов из быстрорежущей стали [36 -38, 40, 41]. К недостаткам методов ХОП относится также выброс в атмосферу вредных продуктов реакций [31, 32]. Методы ФОП основываются на испарении тугоплавкого металла-образователя соединений покрытия в вакууме и конденсацию на рабочих поверхностях РИ покрытий, образованных в результате химических и плазмо-химических реакций материалов, Эти методы характеризуются пониженными температурами (300 - 800 С), что определило возможность их применения для РИ как из твердых сплавов, так и из быстрорежущих и легированных инструментальных сталей [31 - 34, 39 - 50]. Технология ФОП является более универсальной по сравнению с ХОП и позволяет получать широкую гамму одно-, многослойных и композиционных покрытий на базе нитридных, карбидных, карбонитридных, оксидных, боридных соединений тугоплавких металлов IV - VI групп Периодической системы [45 - 48, 50]. Особенностью покрытий ФОП является отсутствие переходной зоны между покрытием и основой, что позволяет получать комплекс свойств на рабочих поверхностях РИ практически без ухудшения его объемных свойств - прочности и вязкости [33, 34, 36, 37, 39]. Преимущество данной технологии заключается также и в том, что вакуумно-дуговые процессы являются экологически чистыми, отличаются высокой производительностью, экономичностью, возможностью автоматизированного управления процессом синтеза, обеспечивают достаточно высокую прочность адгезионной связи покрытия с ИМ [31, 32]. В отличие от покрытий ХОП покрытия, получаемые по технологии ФОП, не имеют хрупкой переходной зоны (г)-фазы) [36], Наибольшее распространение среди методов ФОП получил метод КИБ [31, 32, 50].
Покрытия КИБ в своем развитии прошли следующие этапы [39, 50]: - простые однокомпонентные покрытия (TiN, ZrN, CrN, MoN и др.), позволяющие повысить период стойкости твердосплавного РИ в среднем в 2 - 3 раза в зависимости от условий резания, свойств ОМ и вида обработки [50]; - сложные многокомпонентные покрытия на основе нитридов и карбонитридов (TiCN, TiZrN, TiZrCN, TiAIN и др.). Применение сложных покрытий на основе нитридов позволяет повысить период стойкости твердосплавного РИ в 1,9-3,5 раза по сравнению с TiN в зависимости от условий обработки. При использовании сложных карбониртридов период стойкости РИ дополнительно повышается в 1,4 - 1,7 раза по сравнению со сложными нитридами.
Оборудование для нанесения покрытий. Виды покрытий и способы их нанесения
Нанесение покрытий производили на серийной вакуумно-плазменной установке типа «Булат - 6», оснащенной системой магнитной фокусировки плазменного потока (рис. 2.1). Образцы устанавливались в инструментальную кассету, которая вращалась с частотой 8 об/мин, что обеспечивало равномерный прогрев пластин.
Технологический процесс подготовки поверхностей пластин включал следующие этапы: предварительную очистку в бензине Б-70 или ацетоне; ультразвуковую очистку в установке УЗУ-0,25 с использованием водной эмульсии на основе препарата КМ-1 с концентрацией 60 - 80 г/л при температуре 60 - 80 СС в течение 15-20 мин; промывку в дистиллированной воде; протирку бязью, смоченной в этиловом спирте; сушку в сушильном шкафу при температуре 120 - 140 С в течение 15-20 мин. После размещения пластин в камере установки проводили ионную очистку в режиме: остаточное давление ро = 6,65-10"3 Па, ток дуги 1д = 100 А, ток фокусирующей катушки 1Ф = 0,3 А, напряжение Uon = 1100 В, время ионной очистки т0 = 10 мин при температуре 560 С. Процесс конденсации покрытия протекал при давлении Ро = 3,9-10"1 Па, температура пластин была в пределах 280 - 600 С в зависимости от требований к технологическому процессу нанесения покрытий. После конденсации покрытия и отключения электродуговых испарителей и подачи газа производили выдержку режущего инструмента с покрытием при высоком вакууме. При снижении температуры режущего инструмента до 150 - 200 С осуществляли напуск воздуха и извлечение РИ из камеры установки [39],
В качестве реакционного газа при конденсации покрытий использовались газы и газовые смеси (в зависимости от состава покрытия) на основе азота (ГОСТ 9293-74) и ацетилена (ГОСТ 5457-75). При напылении покрытий на основе карбонитридов содержание ацетилена в смеси газов варьировалось от 15 до 30 %. Газовая смесь приготавливалась в баллоне низкого давления оригинальной конструкции, обеспечивающим перемешивание смеси, и подавалась в натекатель установки для использования в технологическом процессе. В качестве материалов для катодов испарителей были использованы материалы: титановый сплав ВТ1-0; цирконий Э-110; составные катоды с титановым корпусом из ВТ1-0 и вставкой из молибдена с содержанием последнего в расходуемой части 25 %; составные катоды с водоохлаждаемым корпусом из алюминиевого сплава АЛ2 со вставкой из титанового сплава ВТ 1-0 (рис. 2.2).
Составной катод TiMo изготавливали следующим образом. В стакан из титанового сплава ВТ1-0 запрессовывали вставку из молибдена, затем полученную заготовку обрабатывали с целью придания ей требуемых размеров и образования присоединительной резьбовой части. Составной катод установки «Булат-6»: 1 - водоохлаждаемый корпус из титанового сплава (катод TiMo) или алюминиевого сплава (катод ТІА1), 2 - вставка из молибдена (катод TiMo) или титанового сплава (катод ТіАІ), 3 - резьбовая присоединительная часть
Способ получения и конструкция составного катода ТІА1 защищены патентом на изобретение № 2221079 Катод электродугового испарителя и способ его получения/ В.П. Табаков, Н.А. Ширманов, Н.Ю. Толубаев, А.В. Циркин (прил. 1). Катод содержит расходуемую вставку определенного размера (30 % от площади поперечного сечения расходуемой части катода) из титана и водоохлаждаемый корпус из алюминиевого сплава (рис. 2.2), изготовление которого производится методом полужидкой штамповки. Общий вид штампа для изготовления катода приведен на рис. 2.3. Изготовление корпуса катода из алюминиевого сплава обеспечивает хорошее охлаждение катода в процессе его работы благодаря высокой теплопроводности, а также невысокую стоимость корпуса катода. Штамп для полужидкой штамповки составного катода: 1 -корпус катода из алюминиевого сплава, 2 - титановая вставка, 3 - матрица, 4 - выталкиватель, 5 - оправка, 6 - основание, 7 - пуансон
Применение вставки из титана ВТ 1-0 определенного размера (для получения требуемого соотношения компонентов в покрытии) позволяет значительно экономить дорогостоящий материал и сводить к минимуму его механическую обработку (отрезка и обточка прутка необходимого размера). Кроме этого, технологическое преимущество данного способа изготовления катода заключается в том, что закрепление титановой вставки в водоохлаж-даемом алюминиевом корпусе методом полужидкой штамповки обеспечивает хороший электрический, тепловой и механический контакт, заданный химический состав, высокую производительность процесса и исключает наличие в корпусе катода пор и необходимость использования дорогостоящих электровакуумных печей и квалифицированного персонала в случае получения катода способом вакуумного переплава (прил. 1).
Процесс изготовления составного катода ТІА1 состоит в следующем. Катод изготавливается из заготовки, получаемой методом полужидкой штамповки. Алюминиевый сплав, расплавленный в электропечи при температуре 650 -г 700 С, заливается в полость матрицы 3, в которую предварительно устанавливается вставка из титана ВТ 1-0 2 определенного размера (рис. 2.3). После некоторого подстуживания залитый в полости матрицы алюминиевый расплав вместе со вставкой штампуется и кристаллизуется, в результате чего получается заготовка катода, из которой с помощью механической обработки получают катод, содержащий расходуемую вставку 1 из титана (титанового сплава) и водоохлаждаемый корпус 2 из алюминия (алюминиевого сплава) (рис. 2.2). Преимущество такого составного катода по сравнению с катодами, изготовленными по другим технологиям, заключается в упрощении технологического процесса изготовления и снижении стоимости катода при одновременном повышении качества изготовления.
Толщина получаемых покрытий измерялась на образцах-свидетелях, часть поверхности которых перекрывалась от ионного потока при нанесении покрытия, по образующейся ступеньке с помощью профилографа-профилометра модели К-202 завода "Калибр".
При исследовании структуры покрытий использовали стандартные методы. Структурные исследования образцов с покрытиями проводили методами рентгеновской дифрактометрии. Исследование дефектов кристаллического строения методами рентгеновской дифрактометрии опирается на теорию рассеивания рентгеновских лучей в деформированных кристаллах [107]. В результате происходит перераспределение интенсивности лучей, что в свою очередь вызывает размытие и смещение дифракционных максимумов и изменение их интенсивности. Например, напряжения первого рода, дефекты упаковки, изменение фазового состава покрытия, появление в материале покрытия текстур вызывают смещение максимумов пиков дифракционных линий и перераспределение интенсивностей между ними. На форму рентгеновских линий могут влиять микроискажения кристаллической решетки, дисперсность областей когерентного рассеяния и др.
Измерение параметров структуры проводили по методике, изложенной в работе [36], на дифрактометре «ДРОН-ЗМ» с использованием фильтрованного Сика-излучения. С целью повышения контрастности рентгеновских линий и снижения фона от флуоренсцентного излучения применяли пирографитовый монохроматор на выходном пучке. Для получения узких главных интерференционных максимумов проводили специальный подбор щелей источника излучения и счетчика. Управление дифрактометром «ДРОН-ЗМ», а также обработка результатов рентгеновской съемки осуществляли с помощью ЭВМ IBM PC.
Экспериментальная проверка эффективности многослойных покрытий. Принцип конструирования многослойного покрытияe
Для экспериментального подтверждения эффективности предложенных конструкций МП были проведены исследования механических свойств, напряженного состояния РИ и механизма разрушения МП.
Исследовали конструкции МП: TiCNiZrNiN (№ 1, прил. 2), TiCNls%iZrNiN (№ 2), TiCN15%iZrNiNKTP (№ 3), TiNiZrNiN (№ 4, прил. 7), TiNK1TiZrNiNKTP (№ 5), TiCNiAlNiN (№ 6, прил. 6), TiCNiMoNiN (№ 7), в сравнении с базовыми покрытиями TiCNiN (№ 8, прил. 4) и TiNiCNiN (№ 9, прил. 5), предложенными в работе [6], и покрытиями TiZrNiCNiN (№ ю) и TiZrNiNiZrN (прил. 8) (№ 11), конструкции которых не отвечали выдвинутому принципу построения.
Как видно из полученных данных (табл. 3.9), предлагаемые конструкции МП (№№ 1-5) имеют более высокую микротвердость (на 9 - 13 %) по сравнению с МП №№ 8 и 9 и практически не уступают по данному параметру МП № 11, имеющему верхний твердый слой TiZrN (табл. 3.9). При этом величина микротвердости определяется свойствами как верхнего, так и промежуточного слоев (рис. 3.24 и 3.25). Так, например, МП №№ 4 и 5, имеющие одинаковый промежуточный слой TiZrN, обладают различной микротвердостью (рис. 3.24), что связано с большей твердостью верхнего слоя TiNiop, используемого в МП № 5. Изменение свойств верхнего слоя TiN в МП № 2 и № 3 также привело к росту микротвердости с 38,6 ГПа до 39,0 ГПа (рис. 3.25). Замена промежуточного слоя TiCN на TiZrN (на примере МП №№ 9 и 4) увеличила микротвердость с 34,6 ГПа до 37,9 ГПа (рис. 3.24). При сравнении МП № 1 и №№ 6 и 7 видно, что замена слоя TiZrN на TiAIN и TiMoN привела к еще большему повышению микротвердости (с 38,7 ГПа до 39,6 - 39,7 ГПа) (рис. 3.24).
Предлагаемые МП имеют более высокую прочность сцепления с инструментальной основой по сравнению с покрытиями №№ 8 и 9 (рис. 3.27 — 3.30, табл. 3.9)), о чем свидетельствует меньшая площадь отслоения покрытия (рис. 3.27). Как видно из представленных данных (табл. 3.9), величина коэффициента Ко в большей степени зависит от свойств нижнего слоя. Так, использование в МП № 5 в качестве нижнего слоя TiN , осажденного при повышенной температуре Тк, привело к повышению более чем в 1,5 раза прочности сцепления по сравнению с МП № 4 (рис. 3.29). Применение в МП №№ 2 и 3 нижнего слоя TiCNI5% с повышенными адгезионными свойствами привело к снижению коэффициента Ко на 10 — 16 % по сравнению с МП № 1 (рис. 3.29). В то же время МП № 9 и № 4 с нижними слоями TiN, полученными по традиционной технологии, имеют практически одинаковые коэффициенты Ко (соответственно 0,98 и 0,99). Использование покрытия TiZrN в трехслойных МП №№ 10 и 11 в качестве нижнего слоя практически не изменяет величину коэффициента К9 и прочность сцепления с инструментальной основой по сравнению с МП № 1 (3.30). Замена покрытия TiZrN как промежуточного слоя МП на покрытия TiAIN и TiMoN привело к повышению коэффициента К0 (см. МП №№ 1, 6, 7, рис. 3.28). Наибольшей прочностью сцепления с инструментальной основой обладают МП №№ 2 и 3, коэффициент Ко для которых ниже в 5,4 — 6 раз по сравнению с базовыми МП №№ 8 и 9.
Оценка трещиностойкости показала, что на коэффициент Кур оказывает влияние состав слоев, их количество и расположение в МП. Простое увеличение числа слоев в МП с 2 до 3 способствует повышению трещиностойкости (табл. 3.9), что видно на примере базовых МП №№ 8 и 9. Как видно из табл. 3.9, трещиностойкость МП определяется наличием слоя TiZrN и расположением его в покрытии. Так, введение в состав двухслойного МП № 8 промежуточного слоя TiZrN привело к снижению коэффициента КТР на 39 %, что свидетельствует о повышении трещиностойкости покрытия (рис. 3.31). Замена слоя TiCN на TiZrN (МП №№ 4 и 9) также повысила трещиностойкость МП (рис. 3.31). В то же время, использование TiZrN в качестве нижнего слоя в МП № 10 (данная конструкция противоречит выдвинутому принципу построения МП) ведет к снижению трещиностойкости (для МП № 1 КТР = 0,28, для МП № 10 — 0,34, рис. 3.33). Сравнение трещиностойкости МП №№ 1, 6 и 7 показывает, что замена промежуточного слоя TiZrN на TiAIN и TiMoN также ведет к снижению трещиностойкости покрытий, о чем свидетельствует повышение коэффициента КТР (0,28 для МП № 1 и 0,33 и 0,34 для МП №№ 6 и 7 соответственно, рис. 3.31). Наибольшую трещиностойкость из предлагаемых конструкций имеют МП №№ 2 и 3, коэффициент КТР для которых ненамного меньше по сравнению с МП №11. Другие слои МП оказывают незначительное влияние на его трещиностойкость. В частности, при нанесении верхнего и нижнего слоев МП № 5 по технологии КТР его трещиностойкость по сравнению с МП № 4 изменилась несущественно (рис. 3.32). Трещиностойкость МП №№ 2 и 3, имеющих верхние слои из TiN, полученных по различным технологиям, также практически одинакова.
Исследованиями прочности сцепления слоев МП установлено, что предложенные покрытия имеют более высокую прочность сцепления слоев по сравнению с базовыми двухслойным (№ 8) и трехслойным (№ 9). Для всех них характерно отсутствие отслоения на границе промежуточного и нижнего слоев (Ксс = 0) и более высокая прочность сцепления верхнего и промежуточного слоев по сравнению с другими МП. На рис. 3.34 приведены фотоснимки отпечатков индентора, на которых видны расслоения слоев МП TiCNiN и TiCNiZrNiN (снимки обработаны с целью повышения четкости и наглядности). Как видно из рис. 3.34, для трехслойного МП № 1 площадь отслоения верхнего слоя TiN существенно ниже, чем для МП TiCNiN. Из анализа полученных данных (табл. 3.9) видно, что повышение прочности связи слоев МП обеспечило наличие в них слоя TiZrN и снижение разницы в механических свойствах верхнего и нижнего слоев по сравнению с промежуточным. Подтверждением этому служит факт замены слоя TiCN на TiZrN (МП №№ 9 и 4), что приводит к уменьшению коэффициента Ксс на границе этого слоя с верхним на 40 %, а на границе с нижним слоем он стал равен нулю. Использование в качестве промежуточного слоев TiAIN и Ti-MoN в МП №№ 8 и 9 (вместо TiZrN в МП № 1) снизило прочность сцепления слоев как на границе с верхним, так и с нижним слоями МП.
Как отмечалось выше, интенсивность процессов трещинообразования в покрытиях определяется их уровнем сжимающих напряжений. При этом для снижения интенсивности указанных процессов необходимо наличие в покрытии напряжений сжатия как во время рабочего, так и холостого ходов. Для оценки влияния промежуточного слоя TiZrN на величину главных напряжений оь возникающих в МП в процессе резания в результате переменных теплосиловых нагрузок, провели моделирование напряженного состояния в покрытии с использованием пакета программ ANSYS 5.4.
Исследование влияния конструкции многослойного покрытия на его структурные параметры и механические свойства
Анализ результатов исследований структурных параметров показал, что период кристаллической решетки (прил. 9) трехслойного покрытия выше, чем у двухслойного покрытия TiCNiN (за исключением вариантов конструкций №7, 8, 16). Это свидетельствует о росте степени искажения кристаллической решетки покрытия. Причем наибольшее значение а = 0,42585 нм соответствует покрытию TiCN(l,5)iZrN(2,5)iN(l,5), а наименьшее а = 0,42473 нм — покрытию TiCN(2,5)iZrN(2,5)iN(2,5). Также высокими значениями периода кристаллической решетки и, соответственно, большим ее искажением обладают варианты покрытий №1 и №15 (прил. 9). Параметр текстуры J111/J200 в целом имеет тенденцию к росту с увеличением общей толщины МП, что свидетельствует об увеличении доли кристаллитов с ориентацией в кристаллографической плоскости [111]. Преимущественная ориентация кристаллитов в одинаковом направлении способствует анизотропии свойств материала покрытия, что с одной стороны может благоприятно влиять на эксплуатационные параметры, приводя, например, к росту микротвердости и износостойкости.
В этом случае их одинаковая ориентация может сыграть отрицательную роль в случае распространения трещины по границам одинаково ориентированных кристаллитов. С этой точки зрения можно предположить, что большей трещиностойкостью и работоспособностью будут обладать МП средней толщины (5,5 - 6,5 мкм), за небольшим исключением обладающие значениями параметра текстуры в пределах 24,1 - 34,7 (прил. 9). Анализ данных исследований полуширины рентгеновской линии позволяет сделать вывод о превалирующем влиянии на данный параметр общей толщины МП. Увеличение ее приводит к снижению величины рш и, соответственно, к уменьшению степени искажения кристаллической решетки. Действительно, если рассматривать варианты покрытий одинаковой или близкой толщины, но с различным сочетанием слоев (например, №10, 12, 14 или № 2, 3 и др. прил. 9), то видно, что они имеют близкие значения рш- В то же время варианты № 1, 8 , 9 с одинаковым соотношением слоев, но разной толщиной сильно отличаются по значению полуширины рентгеновской линии. Так как величина рш характеризует упрочнение материала МП (ее рост свидетельствует о повышении механических свойств), то можно сделать вывод, что лучшие механические свойства и работоспособность будут иметь место для МП с толщиной слоев 1,5—2 мкм, для которых отмечаются большие значения полуширины рентгеновской линии (прил. 9).
Исследования структурных параметров МП показали, что наибольшее влияние на них оказывает общая толщина покрытия (табл. 4.2, рис. 4.2) (регрессионные уравнения зависимостей структурных параметров от толщины покрытия приведены в табл. 1 прил. 13). Как видно из табл. 4.2 и рис. 4.2, увеличение толщины приводит к уменьшению периода кристаллической решетки (рис. 4.2,а), причем наиболее заметное его снижение происходит при толщине свыше 6 мкм. Это свидетельствует о том, что покрытия меньшей толщины обладают более искаженной кристаллической решеткой и, следовательно, имеют большее упрочнение. Увеличение толщины приводит к снижению полуширины рентгеновской линии (рис. 4.2,6), что также свидетельствует о большем упрочнении покрытий меньшей толщины. В то же время с ростом толщины МП увеличивается доля кристаллитов с преимущественной ориентацией в кристаллографической плоскости [111], что связано со снижением взаимного влияния растущих кристаллитов при увеличении толщины покрытия. Данный факт также может свидетельствовать о меньшем искажении их кристаллической решетки [173].
Установлено, что наибольшее влияние на микротвердость оказывает толщина слоя TiZrN. Из рис. 4.3 видно, что независимо от общей толщины МП увеличение толщины слоя TiZrN ведет к росту микротвердости. При этом наибольшее влияние данного слоя на величину микротвердости имеет место для МП толщиной 4,5 мкм, для МП толщиной 6 мкм это влияние менее заметно, а наименее существенно для МП толщиной 7,5 мкм. Так, если в первом случае увеличение доли твердого слоя TiZrN при постоянной толщине верхнего слоя TiN приводит к росту микротвердости покрытия с 34,0 ГПа до 40,4 ГПа (на 18,8 %) (рис. 4.3,а), то во втором случае соответствующие значения 35,5 ГПа и 39 ГПа (увеличение на 9,8 %) (рис. 4.3,6), а в третьем - 35,8 ГПа и 39 ГПа (увеличение на 8,9 %) (рис. 4.3,в). Аналогичное изменение микротвердости происходит при варьировании толщиной слоя TiZrN при постоянной толщине TiCN (кривая 2 на рис. 4.3). Повышение толщины слоя TiCN также ведет к увеличению микротвердости, но влияние его меньше, чем слоя TiZrN, что особенно это заметно для МП толщиной 4,5 мкм. Как видно из рис. 4.3,а, увеличение толщины слоя TiCN с 1 мкм до 2,5 мкм ведет к повышению микротвердости менее чем на 2 % (кривая 3, рис. 4.3,а), а увеличение TiZrN на такую же величину повышает микротвердость на 13 — 18,8% (кривые 1 и 2, рис. 4.3,а). Для МП толщиной 6 мкм при постоянной толщине слоя TiZrN 2,0 мкм увеличение толщины слоя TiCN с 1,0 до 3,0 мкм приводит к росту микротвердости с 35,4 ГПа до 38,9 ГПа (рис. 4.3,6), что составляет 9,8 %. Следует отметить, что для МП толщиной 6 мкм и 7,5 мкм разница во вкладе слоев TiZrN и TiCN снижается, но, как видно из рис. 4.3,6 и 4.3,в, больший вклад вносит слой TiZrN. Уменьшение влияния на микротвердость твердых слоев TiZrN и TiCN с ростом общей толщины МП вероятно связано с одновременным увеличением толщины верхнего более мягкого слоя TiN, В частности, установлено, что увеличение толщины слоя TiN приводит к снижению микротвердости.
Анализ данных исследований коэффициента отслоения (прил. 10, табл. 4.3 и рис. 4.4) показывает, что наибольшее влияние на данный параметр оказывает толщина нижнего слоя TiCN. При этом данное влияние зависит от соотношения толщины данного слоя с промежуточным слоем TiZrN и верхним TiN. Анализ зависимостей, приведенных на рис. 4.4, показывает, что большее влияние на снижение коэффициента К0 и, следовательно, на рост прочности сцепления с инструментальной основой оказывает соотношение толщин нижнего слоя TiCN и промежуточного TiZrN. Так, при общей толщине МП 6 мкм (рис. 4.4,6) варьирование соотношения толщин слоев TiCN и TiZrN (кривая 3, рис. 4.4,6) изменяет коэффициент отслоения в меньших пределах, чем соотношение слоев TiCN и TiN (кривая 2, рис. 4.4,6). Например, наибольшее значение коэффициента отслоения (Ко = 0,55, табл. 4.3, рис. 4.4,6) при этом отмечается в том случае, когда нижний слой имеет толщину 3,0 мкм, а промежуточный - 1,0 мкм, а наименьшее, когда TiCN и TiZrN имеют равную толщину по 2,0 мкм. Дальнейшее уменьшение толщины нижнего слоя до 1,0 мкм приводит к снижению прочности сцепления с инструментальной основой (К0 = 0,3 - 0,38 при толщине МП 6,0 мкм) (кривая 2, рис. 4.4,6). Причем в целом варьирование толщины TiCN приводит к изменению коэффициента отслоения на 41 - 260 % (от 0,21 до 0,55) (табл. 4,4). Подобная закономерность в различной степени наблюдается для всех толщин МП (рис. 4.4), а наибольшее влияние слоя TiCN и соотношения его толщины с промежуточным слоем TiZrN имеет место при общей толщине МП 6 мкм. Как видно из данных табл. 4.4 и рис. 4.4, зависимости коэффициента отслоения от толщины слоев МП имеют экстремальный характер. Минимум данных зависимостей наблюдается при толщине слоя TiCN в пределах 1,5 — 2,5 мкм в зависимости от общей толщины МП. При этом имеет место тенденция смещения меньших и больших оптимальных толщин слоя TiCN в сторону меньших и больших общих толщин МП соответственно.
